真空管道高速列車系統中管道壓力分布研究

陳大偉, 蘭永霞, 張司薇, 高紅霞, 朱克勇, 劉 猛

(1．中車青島四方機車車輛股份有限公司工程實驗室, 山東 青島 266111; 2.北京航空航天大學航空科學與工程學院, 北京 100191)

低真空管道高溫超導磁浮系統通過實現管道內的低氣壓創造一個低密度的運行環境,使高速列車掙脫稠密大氣層的束縛,減小氣動阻力與氣動噪音等對列車與環境的影響,同時列車在低阻力的環境中運行也能降低能耗;而高速磁浮技術的應用能突破傳統列車的輪軌黏著、蛇形失穩和弓網受流等限制,使得實現超高速的管道運輸成為可能[1]。然而,磁浮列車高速行駛在密閉的管道時,又會帶來許多新的氣動問題。如果氣壓及阻塞比等參數選擇不當,容易產生嚴重的壅塞現象,會加劇列車所受的氣動阻力[2]。近年來,國內外不少學者對真空管道列車氣動性能開展研究。針對列車氣動阻力隨阻塞比、列車運行速度和真空度之間的變化關系,陳大偉等人[3-6]基于定常可壓縮Naiver-Stokes方程研究了管道大氣壓、阻塞比、列車運行速度對列車氣動阻力的影響;米百剛等人[7-9]利用Fluent仿真軟件,結合動網格相關技術研究了二維模型列車非定常氣動特性;王博等人[10]研究了高溫超導真空管道磁懸浮車的氣動特性,建議增加旁通管道等方式來緩解管道內微氣壓波;M.M.J.OPGENOORD等人[11-12]分別對超級高鐵(Hyperloop)無壓縮機的車輛進行了外形設計與數值模擬,為管道內部飛行器提供良好的抬升力與較低的阻力,但是研究的僅僅是長度較短的飛行器;ZHOU P等人[13-15]針對二維對稱模型研究了管道內部的激波與熱分布,得到基于列車左右兩側對稱情況下的流場等特性。基于此,本文建立了單車運行和兩車交匯的真空管道交通系統模型,通過Fluent湍流模型和重疊網格劃分技術,分析了真空管道高速列車系統中管道壓力分布及壓力場的變化規律。本研究為真空管道高速列車系統中管道壓力設計提供理論依據。

1 物理模型

在傳統高速列車空氣動力學數值模擬中,根據列車與風的相互作用原理,采用傳統風洞的方式吹風,可以等效為列車的運動,有效地節約了瞬態數值模擬的計算成本。然而,在真空管道中,列車與管道形成了一種近似收斂—擴張進氣道,當空氣來流與阻塞比達到特定的匹配關系時,會發生管道壅塞現象,導致風洞式來流速度受到影響,也是常規的相互作用仿真不準確的原因[11]。基于此,本文建立二維亞音速真空管道列車數值模型,結合重疊網格技術,對真空管道列車運行時引起的壓力場變化進行研究。

1.1 控制方程及湍流模型

控制方程采用二維積分形式的非定常雷諾平均N-S方程[16]。

(1)

式中,V為任意控制域;W為守恒變量;F為無粘(對流)通矢量項;Fv為粘性通量;?V為控制域的邊界;n為控制域邊界單位外法向矢量;Re為計算的雷諾數。

空間離散采用二階迎風格式——通量差分分裂(Roe-FDS)格式[8],時間離散采用LU-SGS隱式時間推進格式,應用當地時間步長、殘值光順、預處理和多重網格加速收斂,對于粘性流動的數值計算,需采用湍流模型對NS方程進行封閉。本文采用的湍流模型為SSTk-ω湍流模型[17-19],該模型克服了標準k-ω湍流模型對自由流參數變化比較敏感的缺點,在近壁面附近采用k-ω湍流模型,在遠離壁面的流場中采用目前廣為應用的k-ε湍流模型,充分利用k-ω湍流模型對逆壓梯度流動具有較高模擬精度,對湍流初始參數不敏感的優點。

1.2 幾何模型、邊界條件及網格劃分

列車模型如圖1所示。列車模型采用整車長100 m,首尾采用流線型過度,列車高4.2 m,列車底部距離管道2 m。計算域模型如圖2所示。真空管道與列車的阻塞比為0.2,管道截面積為80 m2,管道的直徑為5.04 m,管道長度為500 m,重疊網格最前方距離管道出口為356 m。

圖1 列車模型

圖2 計算域模型

重疊網格技術可有效且快速地捕捉列車周圍氣流的動態特性,故采用重疊網格技術實現列車運行模擬[20]。在列車周圍生成重疊網格,管道由另一種網格覆蓋,也就是背景網格,列車周圍的重疊網格會完全嵌入背景網格,2個網格之間的信息交互通過線性插值算法完成,通過重疊網格的移動完成列車的實際運行狀態,采用結構化網格對模型進行網格劃分。在列車表面進行邊界層的加密,利用y+=1值計算第一層網格高度為6 mm,為了保證網格有良好的過渡,設置延展率1.2,共計15層,列車表面邊界層總網格高度432 mm,整體網格數量為10萬,網格劃分如圖3所示。

圖3 網格劃分

管道頂部與底邊均采用無滑移壁面處理[21],入口與出口邊界條件采用模擬無限遠管道長度的自由流邊界條件,重疊網格區域運行速度對應真空管道列車運行速度。管道內部環境壓力為1.01×103Pa,氣體黏度滿足Surtherland定律。為了更好地捕捉列車表面與管道內壁的剪切特性,湍流模型采用SSTk-ω湍流模型。耦合隱式時間步長為0.01,瞬態計算總時長為0.82 s。

2 結果及分析

2.1 真空管道內的壓力分布及影響因素

根據上述模型及計算方法,考慮到不同工況下的真空管道內壓力分布,網格劃分如圖3所示。網格劃分主要包括不同的管道面積(60 m2和80 m2)、不同列車運行速度(600 km/h、800 km/h和1 000 km/h)和不同的真空管道壓力(1.01×103Pa和1.01×104Pa)。不同工況下真空管道內壓力變化云圖如圖4所示。

圖4 不同工況下真空管道內壓力變化云圖

1) 不同的管道截面積。圖4中1和2是不同截面積影響壓力變化的對比。從壓力云圖可以看出,隨著管道截面積的減小,阻塞比增大,管道的壅塞現象更明顯,壅塞影響區域更大,同時列車頭部1的壓力比2的壓力小,截面積減小,導致管內的壓力升高。

2) 不同的列車運行速度。圖4中1、3和4是不同速度影響壓力變化的對比。從壓力云圖可以看出,隨著列車運行速度的增加,列車頭部的管道內壓力逐漸升高,同時尾部的激波現象越來越明顯,運行速度為600 km/h的工況下,已經看不到激波的產生,列車尾部壓力變化平緩。

3) 不同的管道真空度。圖4中1和5是不同管道真空度影響壓力變化的對比。從壓力云圖可以看出,保持列車運行速度和管道截面積不變的情況下,管道真空度的改變對整體的管道壓力分布沒有太大影響,包括壅塞的影響區域以及尾部的激波形狀。

2.2 列車表面的壓力分布

通過CFD計算,提取不同位置列車表面壓力分布情況,列車運行速度和管道截面積對列車表面壓力分布的影響如圖5所示。

圖5 列車運行速度和管道截面積對列車表面壓力分布的影響

1) 不同的列車運行速度。隨著列車運行速度的增加,列車表面的壓力整體逐漸增大,且不同速度下的壓力沿列車表面的分布情況相同,頭部壓力高,尾部壓力低,與其它2個速度相比,列車運行速度為600 km/h時,尾部壓力變化更緩和,沒有壓力的突降,這是因為未產生激波。

2) 不同的管道截面積。由圖5(b)可以看出,管道截面積的變化對列車表面的壓力分布影響不大,因此可以不用考慮對壓力的變化帶來的影響。

3) 不同的管道真空度。由于不同管內壓力下的列車的表面壓力分布比例變化太大,因此對于不同真空的列車表面壓力變化情況單獨考慮,觀察其規律變化情況。管道真空度對列車表面壓力分布的影響如圖6所示。由圖6可以看出,不同壓力對整體列車表面的分布情況基本沒有太大改變。

圖6 管道真空度對列車表面壓力分布的影響

2.3 低真空管道列車雙車交匯仿真分析

1) 雙車交匯模型。兩車交匯時主要面對俯視視角,因此,列車外形采用寬度作為橫向長度,具體尺寸為管道截面積100 m2,總長500 m,2輛列車總長127.5 m,列車寬3.7 m,雙車交匯幾何模型如圖7所示。控制方程、湍流模型、邊界條件和網格劃分與單車運行時基本一致,重疊網格區域運行速度對應真空管道列車運行速度,左側的車向右行駛,右側車向左行駛,雙車交會。雙車交匯網格劃分如圖8所示。

圖7 雙車交匯幾何模型

圖8 雙車交匯網格劃分

2) 雙車交匯仿真分析。雙車交匯壓力場云圖如圖9所示。由圖9可以看出,隨著兩車交匯,列車頭部的壓力先升高再降低,兩車交匯時達到最大值。這是由于兩車前方的高壓氣體相互擠壓的原因,這部分空氣由于管道的尺寸限制,壓縮在一起壓力更大。

圖9 雙車交匯壓力場云圖

兩車交匯時兩輛列車表面壓力變化情況如圖10所示。

圖10 兩車交匯時兩輛列車表面最大壓力變化情況

由圖10可以看出,兩車交匯時,真空管道內壓力分布變化較大,壓力變化率最大達到了110 kPa/s,遠遠超過了限定標準值,管道內的壓力波動也會影響到列車內部的壓力波動,影響乘客的生命安全。因此,雙線運行管道中的列車需要對車廂內的壓力調節系統進行額外設計,考慮兩車交匯時真空管道內壓力劇烈變化的情況,減小會車時車廂內的壓力波動。

3 結束語

本文采用Fluent湍流模型和重疊網格劃分技術,研究了高速列車運行對真空管道壓力分布的變化規律,探討了列車運行速度、管道阻塞比和管道真空度對真空管道壓力分布的影響。列車運行速度和阻塞比對真空管道內壓力分布影響較大,管道真空度影響較小;列車運行速度對列車表面壓力分布影響較大,阻塞比和管道真空度影響較小;兩車交匯時,真空管道內壓力分布變化較大,最大達到110 kPa/s。影響列車內的壓力調節系統,需要在設計時考慮兩車交匯時真空管道內壓力的劇烈變化情況。真空管道高速列車系統中管道壓力分布影響列車運行氣動阻力、氣動噪聲等問題,同時對于高速列車內部的壓力控制也有重要影響。本研究為真空管道高速列車系統中管道壓力設計提供理論指導。